柳 磊

（江西晨升建設(shè)工程有限公司，江西 南昌 330077）

水工隧洞襯砌混凝土溫度裂縫大多出現(xiàn)在溫差較大的情況下，在混凝土澆筑后硬化、水化熱等過程中均會釋放大量熱量，并在混凝土結(jié)構(gòu)內(nèi)部及表面形成溫度梯度和應(yīng)力；對于體積較大的水工隧洞襯砌混凝土，積聚在結(jié)構(gòu)內(nèi)部的水化熱很難散發(fā)，內(nèi)部溫度急劇升高；在環(huán)境溫度較低時，混凝土內(nèi)表溫差會隨之大幅提升，溫度應(yīng)力也將超出混凝土內(nèi)外約束力，引發(fā)溫度裂縫，甚至危及襯砌結(jié)構(gòu)安全運(yùn)行?；诖?，本文以江西查冊水電站為例，對其厚1.0 m的泄洪洞襯砌混凝土低溫季節(jié)施工方案及溫控措施展開比較和優(yōu)選，以期為大體積水工隧洞襯砌混凝土溫升裂縫的控制提供借鑒。

1 工程概況

江西靖安縣中源鄉(xiāng)的查冊水電站所在流域年降雨量均值為1 886 mm，降雨量年際變化大；水電站控制流域面積153.1 km2，總庫容781.2×104m3，總裝機(jī)容量12 400 MW。工程主要承擔(dān)地區(qū)發(fā)電、防洪、攔蓄等功能；泄洪建筑物主要由左右岸無壓泄洪隧洞承擔(dān)。該水電站水頭高、泄量及泄洪功率大，襯砌混凝土一旦出現(xiàn)裂縫，在高速水流的持續(xù)影響下，必將出現(xiàn)空蝕破壞。

2 基本參數(shù)

水電站泄洪洞襯砌混凝土溫度控制研究涉及環(huán)境溫度，混凝土力學(xué)及熱學(xué)參數(shù)、徐變參數(shù)，圍巖熱學(xué)及力學(xué)參數(shù)、變形性能等指標(biāo)。

2.1 環(huán)境溫度

環(huán)境溫度由氣溫、地溫、水溫、太陽輻射溫升等組成，該水電站泄洪洞襯砌混凝土為地下工程，其溫度應(yīng)力及溫度場主要受到氣溫和地溫的影響較大，故水溫、太陽輻射溫升等因素可忽略不計(jì)。結(jié)合泄洪洞施工期間氣溫實(shí)測結(jié)果、氣象部門提供的氣溫資料，按照余弦函數(shù)[1]展開泄洪洞壩址處施工日氣溫模擬。而地溫分布一般較為穩(wěn)定且地表周圍地溫與月平均氣溫接近，地表以下10 m 處地溫基本為年平均氣溫，據(jù)此得出該泄洪洞壩址深部圍巖溫度為24℃。

2.2 混凝土力學(xué)及熱學(xué)參數(shù)

該水電站泄洪洞襯砌混凝土底板、邊墻采用C45 常態(tài)二級配混凝土，密度2 390 kg∕m3，粉煤灰摻量36%；頂拱采用C35 常態(tài)二級配混凝土，密度2 450 kg∕m3，粉煤灰摻量35%。結(jié)合《水工混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》（DL-T 5057-2018）及試驗(yàn)資料，2 種等級混凝土熱學(xué)及力學(xué)參數(shù)取值詳見表1。

表1 混凝土熱力學(xué)參數(shù)取值

2.3 圍巖熱學(xué)及力學(xué)參數(shù)

該水電站泄洪洞圍巖熱力學(xué)參數(shù)根據(jù)工程地勘資料并參考所在地類似工程設(shè)計(jì)經(jīng)驗(yàn)進(jìn)行確定，由此得到的圍巖導(dǎo)溫系數(shù)為0.084 ㎡∕d，比熱為0.716 kJ∕（kg·℃），導(dǎo)熱系數(shù)為160.172 kJ∕（m·d·℃），線膨脹系數(shù)為8.5×106，密度為2 697 kg∕m3。

3 模型構(gòu)建

3.1 有限元模型

計(jì)算模型選取厚1.0 m的襯砌混凝土結(jié)構(gòu)段，泄洪洞結(jié)構(gòu)斷面如圖1（a）所示。泄洪洞襯砌混凝土溫控計(jì)算時，以洞軸線指向洞口方向?yàn)閆軸正向、垂直邊墻水平方向右為X軸正向、鉛直向上方向?yàn)閅軸正向，構(gòu)建三維坐標(biāo)系。溫度場及應(yīng)力場計(jì)算過程中，因泄洪洞沿?cái)嗝嬷芯€幾何形狀及荷載均對稱，故按照對稱條件截取計(jì)算對象[2]。圍巖厚度按照洞徑的3倍確定；襯砌及圍巖均采用空間8節(jié)點(diǎn)等參單元，襯砌結(jié)構(gòu)段模型共包括15 600個三維塊體單元，如圖1（b）所示。

圖1 襯砌橫斷面及有限元模型

3.2 邊界條件

溫度場計(jì)算中，該水電站泄洪洞襯砌段結(jié)構(gòu)對稱面屬于絕熱邊界；而在應(yīng)力場計(jì)算中應(yīng)施加與表面垂直的位移約束；圍巖周邊與襯砌結(jié)構(gòu)距離遠(yuǎn)，應(yīng)賦予絕熱、全約束力學(xué)邊界條件；模板拆除前為光滑鋼表面和空氣熱對流邊界，拆除后則為光滑固體和空氣熱對流邊界。

溫度場計(jì)算時，混凝土結(jié)構(gòu)以澆筑溫度為初始溫度，巖體以地溫為初始溫度；應(yīng)力場計(jì)算時，必須先確定應(yīng)力取0時的初始溫度場，并以此為參考；參考溫度則為混凝土澆筑后的初凝溫度。

3.3 計(jì)算工況

針對該水電站泄洪洞襯砌混凝土厚1.0 m 的襯砌混凝土施工過程，展開灑水養(yǎng)護(hù)、流水養(yǎng)護(hù)、通水冷卻等溫控措施對混凝土溫度控制及防裂效果的研究。溫控方案詳見表2，其中基本工況為常溫流水養(yǎng)護(hù)+通水冷卻；工況1 是在基本工況基礎(chǔ)上+早期灑水養(yǎng)護(hù)；工況2 是將基本工況中常溫流水養(yǎng)護(hù)改為恒溫流水養(yǎng)護(hù)；工況3 是基本工況+早期灑水養(yǎng)護(hù)，同時將常溫流水改為恒溫流水；工況4是在工況3中取消通水冷卻環(huán)節(jié)。

表2 襯砌混凝土溫控方案

4 施工溫控效果分析

4.1 襯砌混凝土溫度場分析

將不同工況下厚度1.0 m 的襯砌混凝土溫度最高值及內(nèi)表溫差最大值模擬結(jié)果列示在表3，考慮到不同工況下溫度場分布規(guī)律類似，故僅繪制出基本工況下底板中央斷面典型點(diǎn)溫度歷時曲線[3]，如圖2所示。從圖2可以看出，泄洪洞襯砌混凝土澆筑過程中溫度場變化主要表現(xiàn)為3 個階段：水化熱溫升、溫降、周期性變化；模板拆除后對混凝土表面實(shí)施90 d 常溫流水養(yǎng)護(hù)，故底板中央斷面典型點(diǎn)溫度歷時曲線也表現(xiàn)出3個突降。

圖2 基本工況底板中央斷面典型點(diǎn)溫度歷時曲線

表3 各工況襯砌混凝土溫度模擬結(jié)果℃

通過分析表3 結(jié)果可知，與基本工況不同，工況1和工況2中斷面最高溫度無變化；因水管冷卻水溫度升高了1℃，故工況3底板、邊墻、頂拱斷面溫度最高值有小幅升高；由于未通水冷卻，故工況4 底板、邊墻、頂拱斷面溫度最高值升高較多。工況1底板、邊墻、頂拱斷面內(nèi)表溫差最大值分別降低了6.45、6.37和5.43℃；工況2底板、邊墻、頂拱斷面內(nèi)表溫差最大值均降低了0.17℃；工況3底板、邊墻、頂拱斷面內(nèi)表溫差最大值分別降低6.69、6.21及6.02℃。說明混凝土拆模后采取7 d 灑水養(yǎng)護(hù)及表面常溫流水養(yǎng)護(hù)措施后，內(nèi)表溫差最大值降低顯著，尤其是前期灑水養(yǎng)護(hù)的降溫效果較好。工況4各斷面內(nèi)表溫差出現(xiàn)了升高趨勢，也驗(yàn)證了通水冷卻在降低泄洪洞襯砌混凝土內(nèi)表溫差方面的積極作用[4]。

4.2 襯砌混凝土應(yīng)力場分析

為發(fā)現(xiàn)泄洪洞襯砌混凝土溫度應(yīng)力變化規(guī)律，還必須展開應(yīng)力場分析。根據(jù)模擬結(jié)果，襯砌混凝土澆筑施工期間必然產(chǎn)生大量水化熱，使?jié)仓K內(nèi)表溫差增大，引發(fā)溫度裂縫。襯砌混凝土第一主應(yīng)力可同時反映出其余方向拉應(yīng)力，并能較好體現(xiàn)裂縫發(fā)生、發(fā)展的趨勢過程[5]；此外，該水電站泄洪洞邊墻襯砌結(jié)構(gòu)使用的是高標(biāo)號抗沖耐磨硅粉混凝土材料，與頂拱低標(biāo)號混凝土相比，出現(xiàn)溫度裂縫的可能性更大。故以邊墻混凝土為例，展開應(yīng)力場分析。各工況邊墻中央斷面典型點(diǎn)應(yīng)力模擬結(jié)果詳見表4，各工況邊墻中央斷面典型點(diǎn)抗裂安全系數(shù)詳見表5。

表4 各工況邊墻中央斷面典型點(diǎn)應(yīng)力模擬結(jié)果

表5 各工況邊墻中央斷面典型點(diǎn)抗裂安全系數(shù)

通過對表4 及表5 中模擬結(jié)果以及各工況邊墻斷面典型點(diǎn)第一主應(yīng)力歷時曲線的分析，可以得出以下幾點(diǎn)結(jié)論。

（1）各工況混凝土拆模（即齡期3 d）前，第一主應(yīng)力均表現(xiàn)為壓應(yīng)力。工況1應(yīng)力歷時曲線的變動規(guī)律同基本工況，拆模后壓應(yīng)力迅速減小，拉應(yīng)力升高，且工況1因拆模后采取了表面灑水的降溫措施，故拉應(yīng)力增長較為緩慢；基本工況和工況1 均采取了90 d 常溫流水養(yǎng)護(hù)措施，故各季節(jié)水溫均值差異較大，內(nèi)表溫差也存在較大變化，使應(yīng)力曲線表現(xiàn)出明顯的陡升陡降趨勢。工況2、工況3 和工況4 均采取恒溫流水養(yǎng)護(hù)措施，養(yǎng)護(hù)期間拉應(yīng)力穩(wěn)中有降；工況4因未通水冷卻，故前期內(nèi)表溫差大，拉應(yīng)力快速升高。養(yǎng)護(hù)完成后，各工況應(yīng)力歷時曲線則隨環(huán)境溫度呈周期性變化趨勢?；竟r最小抗裂安全系數(shù)僅為0.48，未達(dá)到1.50的規(guī)范值，存在較大的早期裂縫發(fā)生的可能性。

（2）工況1 邊墻中央斷面典型點(diǎn)第一主應(yīng)力與基本工況比減小了0.84 MPa，7 d齡期抗裂安全系數(shù)及最小抗裂安全系數(shù)分別增大了0.94、0.71；而14、28、90 d 齡期第一主應(yīng)力升高0.3～0.4 MPa，抗裂安全系數(shù)降低0.2～0.3；最大拉應(yīng)力出現(xiàn)時間延遲了7 d。這充分說明早期灑水養(yǎng)護(hù)措施降溫速率比流水養(yǎng)護(hù)好，可有效延緩早期溫度應(yīng)力升高趨勢，增強(qiáng)溫控防裂效果。工況1 抗裂安全系數(shù)在1.5 以下的天數(shù)較多，故無法達(dá)到襯砌混凝土抗裂安全方面的要求。

（3）工況2 在7、14、28、90 d 齡期時的邊墻中央斷面典型點(diǎn)第一主應(yīng)力與基本工況相比分別減小了0.03、0.03、0.02、1.01 MPa，最大拉應(yīng)力出現(xiàn)時間提前至3.25 d；抗裂安全系數(shù)早期并無明顯升高，最小抗裂安全系數(shù)也無明顯變化，表明拆模后隨即實(shí)施恒溫流水養(yǎng)護(hù)措施，對襯砌混凝土溫控防裂無明顯效果；此外，該工況下最小抗裂安全系數(shù)為0.50，不滿足相關(guān)規(guī)范要求，發(fā)生早期溫升裂縫的可能性大。

（4）工況3 在3、7、90 d 齡期時的邊墻中央斷面典型點(diǎn)第一主應(yīng)力與基本工況相比分別減小了0.01、0.82、1.43 MPa，斷面7 d 齡期抗裂安全系數(shù)及最小抗裂安全系數(shù)均增大至0.9以上；雖然僅個別齡期第一主應(yīng)力小幅提高，但早期和后期第一主應(yīng)力均未超出設(shè)計(jì)抗拉強(qiáng)度；抗裂安全系數(shù)值也在1.5以上，后期表現(xiàn)出較大富裕，可在一定程度上避免溫升裂縫出現(xiàn)。

（5）工況4與工況3相比未通水冷卻。因通水冷卻會引起襯砌混凝土澆筑施工前期短暫的內(nèi)表溫差小幅升高，故在通水前工況4 典型點(diǎn)第一主應(yīng)力較小，到14 d 齡期時第一主應(yīng)力和最大拉應(yīng)力分別增大至0.54、0.62 MPa，最小抗裂安全系數(shù)減小至0.35。這說明在不采取通水冷卻措施的情況下，襯砌混凝土早期拉應(yīng)力將大幅增大，抗裂安全系數(shù)也將大幅減小，十分不利于早期溫控。工況4 最小抗裂安全系數(shù)僅為1.05，且抗裂安全系數(shù)在1.5以下的天數(shù)較多，達(dá)不到相關(guān)規(guī)范要求，發(fā)生早期溫升裂縫的可能性大[6]。

4.3 溫控方案優(yōu)選

綜合以上對該水電站泄洪洞襯砌混凝土不同方案溫度場和應(yīng)力場的分析看出，僅工況3 能滿足抗裂安全要求，所以應(yīng)按照工況3 的思路對該泄洪洞襯砌混凝土施工過程展開溫控防裂，即開始澆筑混凝土?xí)r通20℃恒溫水持續(xù)冷卻15 d，3 d 拆模后展開為期7 d的表面灑水養(yǎng)護(hù)，此后再通20℃恒溫流水持續(xù)養(yǎng)護(hù)90 d。

5 結(jié)論

根據(jù)以上對水電站泄洪洞襯砌混凝土施工溫控防裂過程的模擬分析結(jié)果可知，使用冷卻水管降溫的措施可使早期最高溫度與溫差有效降低，但應(yīng)力改善并不明顯，早期抗裂安全系數(shù)取值較小，出現(xiàn)早期溫升裂縫的可能性較大；混凝土澆筑之初，內(nèi)部溫度較高，通過低溫流水養(yǎng)護(hù)，因內(nèi)表溫差較大，表面必然出現(xiàn)較大拉應(yīng)力，對溫升抗裂十分不利；即使是混凝土澆筑后期，采用低溫水流養(yǎng)護(hù)，也不會改善溫升抗裂效果。而混凝土澆筑早期灑水養(yǎng)護(hù)，同時通水冷卻；后期使用較高溫度水流養(yǎng)護(hù)，則能較好抑制早期拉應(yīng)力，有效防止溫升裂縫出現(xiàn)。工程應(yīng)用結(jié)果也表明，本文所提出的工況3 泄洪洞襯砌混凝土施工溫控方案切實(shí)可行。